焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型 11页

第３６卷第１０期环境科学学报Ｖｏｌ．３６，Ｎｏ．１０２０１６年１０月ＡｃｔａＳｃｉｅｎｔｉａｅＣｉｒｃｕｍｓｔａｎｔｉａｅＯｃｔ．，２０１６ＤＯＩ：１０．１３６７１／ｊ．ｈｊｋｘｘｂ．２０１６．００９３范丹，廖建波，韦聪，等．２０１６．焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例［Ｊ］．环境科学学报，３６（１０）：３７０９⁃３７１９ＦａｎＤ，ＬｉａｏＪＢ，ＷｅｉＣ，ｅｔａｌ．２０１６．Ｕｎｉｔａｎａｌｙｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｏｐｅｒａｔｉｏｎｏｆｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔ：ＡｃａｓｅｓｔｕｄｙｏｆＯＨＯｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｐｒｏｃｅｓｓ［Ｊ］．ＡｃｔａＳｃｉｅｎｔｉａｅＣｉｒｃｕｍｓｔａｎｔｉａｅ，３６（１０）：３７０９⁃３７１９焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例１１１，２１，３１１，３，∗范丹，廖建波，韦聪，吴超飞，胡芸，韦朝海１．华南理工大学环境与能源学院，广州５１０００６２．广东工业大学环境科学与工程学院，广州５１０００６３．工业聚集区污染控制与生态修复教育部重点实验室，广州５１０００６收稿日期：２０１５⁃１２⁃２１修回日期：２０１６⁃０２⁃２９录用日期：２０１６⁃０３⁃１１摘要：焦化废水产生于煤炭的不完全气化过程，其水质成分复杂，处理工艺技术单元多、水力停留时间长且存在多指标目标，处理过程需消耗大量能量，从若干工程实践中发现，影响焦化废水处理工程运行能耗的因素主要包括水质特性、工艺流程、运行时间、设备状况等，系统分析这些因素对运行能耗的贡献，了解耗能规律并模型化，可为焦化废水处理工程设计提供节能依据．本研究以好氧／水解／好氧（ＯＨＯ）流化床工艺为核心的实际焦化废水处理工程为案例，根据耗能设备、处理目标和单元功能不同将整个处理工程分解为气浮、废水输送、泥渣输送、鼓风曝气、混合、脱水、加药、公用的８个耗能系统，分别分析各系统的耗能因子，建立模型，加权得到总能耗模型；然后分别用ＨＲＴ（停留时间）法和２４ｈ法计算能耗值，与实际２４ｈ读表电耗值相比较评价模型的准确性．分析结果表明，焦化废水处理工程总运行能耗与进水水量、污泥量、溶解氧、硝２化液回流比、进水ＣＯＤ、进水总氮浓度的相关性强；ＨＲＴ法与２４ｈ法得到的能耗值与实际２４ｈ读表能耗值呈显著线性关系，Ｒ分别为０．９３和０．９７，相对误差分别为４．２８％～１９．１８％和３．４５％～８．９４％，模型分析值与工程实测值吻合度比较好，表明模型准确可靠．因此认为，基于耗能单元系统建立的工程系统总能耗模型可以用于预测因水质特性、工艺流程、设备条件等变化的实际工程运行总能耗，得到了建立焦化废水处理工程单元解析模型的系统性新方法．关键词：焦化废水处理；能耗模型；ＯＨＯ工艺；能耗单元；工程实例文章编号：０２５３⁃２４６８（２０１６）１０⁃３７０９⁃１１中图分类号：Ｘ７０３文献标识码：ＡＵｎｉｔａｎａｌｙｔｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｏｐｅｒａｔｉｏｎｏｆｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔ：ＡｃａｓｅｓｔｕｄｙｏｆＯＨＯｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｐｒｏｃｅｓｓ１１１，２１，３１１，３，∗ＦＡＮＤａｎ，ＬＩＡＯＪｉａｎｂｏ，ＷＥＩＣｏｎｇ，ＷＵＣｈａｏｆｅｉ，ＨＵＹｕｎ，ＷＥＩＣｈａｏｈａｉ１．ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｎｄＥｎｅｒｇｙ，ＳｏｕｔｈＣｈｉｎａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｇｕａｎｇｚｈｏｕ５１０００６２．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＧｕａｎｇｄｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｇｕａｎｇｚｈｏｕ５１０００６３．ＴｈｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＰｏｌｌｕｔｉｏｎＣｏｎｔｒｏｌａｎｄＥｃｏｓｙｓｔｅｍＲｅｓｔｏｒａｔｉｏｎｉｎＩｎｄｕｓｔｒｙＣｌｕｓｔｅｒｓ，ＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，Ｇｕａｎｇｚｈｏｕ５１０００６Ｒｅｃｅｉｖｅｄ２１Ｄｅｃｅｍｂｅｒ２０１５；ｒｅｃｅｉｖｅｄｉｎｒｅｖｉｓｅｄｆｏｒｍ２９Ｆｅｂｒｕａｒｙ２０１６；ａｃｃｅｐｔｅｄ１１Ｍａｒｃｈ２０１６Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｉｓｇｅｎｅｒａｔｅｄｆｒｏｍｉｎｃｏｍｐｌｅｔｅｃｏａｌｇａｓｉｆｉｃａｔｉｏｎａｎｄｉｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄａｓａｋｉｎｄｏｆｄｉｆｆｉｃｕｌｔ⁃ｔｏ⁃ｔｒｅａｔｉｎｄｕｓｔｒｉａｌｗａｓｔｅｗａｔｅｒ．Ｄｕｅｔｏｔｈｅｃｏｍｐｌｅｘｃｏｎｓｔｉｔｕｅｎｔｓ，ｍｕｌｔｉｐｌｅｄｉｓｃｈａｒｇｉｎｇｔａｒｇｅｔｓ，ｄｉｖｅｒｓｉｆｉｅｄｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｕｎｉｔｓ，ｌｏｎｇｈｙｄｒａｕｌｉｃｒｅｔｅｎｔｉｏｎｔｉｍｅ（ＨＲＴ），ｌａｒｇｅａｍｏｕｎｔｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎａｒｅｒｅｑｕｉｒｅｄｄｕｒｉｎｇｔｈｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒ．ｗａｓｔｅｗａｔｅｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ，ｔｅｃｈｎｉｃａｌｐｒｏｃｅｓｓｅｓ，ｏｐｅｒａｔｉｏｎａｌｔｉｍｅａｎｄｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｔａｔｕｓ（ｅｔｃ．）ａｒｅｔｈｅｍａｉｎｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓ．Ｔｈｕｓ，ａｎａｌｙｚｉｎｇｈｏｗｔｈｅｓｅｆａｃｔｏｒｓｗｏｒｋｓｙｓｔｅｍａｔｉｃａｌｌｙａｎｄｌｏｏｋｉｎｇｆｏｒｓｕｉｔａｂｌｅｍｏｄｅｌｆｏｒｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｗｉｌｌｐｒｏｖｉｄｅｓｃｉｅｎｔｉｆｉｃｂａｓｉｓｆｏｒｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｅｒｖａｔｉｏｎｄｕｒｉｎｇｔｈｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒ．ＡｒｅａｌｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｒｏｊｅｃｔｗｉｔｈｔｈｅｃｏｒｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆＯＨＯ（ｏｘｉｃ⁃ｈｙｄｒｏｌｙｔｉｃ⁃ｏｘｉｃ）ｆｌｕｉｄｉｚｅｄｂｅｄｗａｓｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄａｓａｃａｓｅｓｔｕｄｙｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ．Ｔｈｅｗｈｏｌｅｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓｗａｓｃｏｍｐｏｓｅｄｏｆｅｉｇｈｔｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓｉｎｃｌｕｄｉｎｇａｉｒｆｌｏｔａｔｉｏｎ，ｗａｓｔｅｗａｔｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ，ｓｌｕｄｇｅｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ，ａｅｒａｔｉｏｎ，ｍｉｘｉｎｇ，ｄｅｈｙｄｒａｔｉｏｎ，ｃｈｅｍｉｃａｌｄｏｓｉｎｇａｎｄｕｔｉｌｉｔｙｓｙｓｔｅｍａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎ，ｄｉｓｐｏｓａｌｔａｒｇｅｔａｎｄｕｎｉｔｆｕｎｃｔｉｏｎ．基金项目：国家自然科学基金（Ｎｏ．５１２７８１９９，２１０３７００１）；广东省教育厅学科建设专项资金（Ｎｏ．２０１３ＣＸＺＤＡ００４）ＳｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ（Ｎｏ．５１２７８１９９，２１０３７００１）ａｎｄｔｈｅＤｉｓｃｉｐｌｉｎｅＣｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎＳｐｅｃｉａｌＦｕｎｄｏｆＧｕａｎｇｄｏｎｇＰｒｏｖｉｎｃｅＤｅｐａｒｔｍｅｎｔｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ（Ｎｏ．２０１３ＣＸＺＤＡ００４）作者简介：范丹（１９９１—），女，Ｅ⁃ｍａｉｌ：５２５８７５７４３＠ｑｑ．ｃｏｍ；∗通讯作者（责任作者），Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｃｅｃｈｗｅｉ＠ｓｃｕｔ．ｅｄｕ．ｃｎＢｉｏｇｒａｐｈｙ：ＦＡＮＤａｎ（１９９１—），ｆｅｍａｌｅ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：５２５８７５７４３＠ｑｑ．ｃｏｍ；∗Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｃｅｃｈｗｅｉ＠ｓｃｕｔ．ｅｄｕ．ｃｎn３７１０环境科学学报３６卷Ｔｈｅｔｏｔａｌｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｗｅｉｇｈｉｎｇｅａｃｈｅｎｅｒｇｙ⁃ｃｏｎｓｕｍｉｎｇｕｎｉｔ．Ａｆｔｅｒｔｈａｔ，ｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｖａｌｕｅｗａｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｕｓｉｎｇａｃｔｕａｌＨＲＴａｌｇｏｒｉｔｈｍａｎｄ２４ｈｒｅｔｅｎｔｉｏｎｔｉｍｅａｌｇｏｒｉｔｈｍｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｔｈｅａｃｃｕｒａｃｙｏｆｔｈｅｍｏｄｅｌｗａｓｅｖａｌｕａｔｅｄｂｙｍａｋｉｎｇａｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｖａｌｕｅａｎｄｔｈｅａｃｔｕａｌｅｌｅｃｔｒｉｃｍｅｔｅｒｒｅａｄｉｎｇｓｄｕｒｉｎｇ２４ｈｏｐｅｒａｔｉｏｎ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｉｎｄｉｃａｔｅｔｈａｔｔｈｅｏｖｅｒａｌｌｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓｗａｓｓｔｒｏｎｇｌｙｒｅｌａｔｅｄｔｏｗａｓｔｅｗａｔｅｒｉｎｆｌｏｗｒａｔｅ，ｓｌｕｄｇｅｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，ｄｉｓｓｏｌｖｅｄｏｘｙｇｅｎ，ｎｉｔｒｉｆｉｃａｔｉｏｎｌｉｑｕｉｄｒｅｆｌｕｘｒａｔｉｏ，ＣＯＤ，ａｎｄＴＮｏｆｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｔ．Ｔｈｅｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓｗｅｒｅ０．９３ａｎｄ０．９７，ａｎｄｒｅｌａｔｉｖｅｅｒｒｏｒｓｗｅｒｅ４．２８％～１９．１８％，３．４５％～８．９４％ｆｏｒＨＲＴａｎｄ２４ｈｒｅｔｅｎｔｉｏｎｔｉｍｅａｌｇｏｒｉｔｈｍｓ，ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ，ｗｈｉｃｈｒｅｖｅａｌｓｔｈｅｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｐｏｓｉｔｉｖｅｌｉｎｅｒｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎｓｂｅｔｗｅｅｎｃａｌｃｕｌａｔｅｄａｎｄｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇｖａｌｕｅｓ，ａｎｄｐｒｏｖｅｓｔｈｅａｃｃｕｒａｃｙｏｆｔｈｅｍｏｄｅｌ．Ｔｈｅｒｅｆｏｒｅ，ｔｈｅｔｏｔａｌｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌｂａｓｅｄｏｎｕｎｉｔｓｙｓｔｅｍｉｓａｎｅｗｓｙｓｔｅｍａｔｉｃｍｅｔｈｏｄｗｈｉｃｈｃｏｕｌｄｂｅｕｓｅｄｔｏｐｒｅｄｉｃｔｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｃａｕｓｅｄｂｙｔｈｅｖａｒｉａｔｉｏｎｏｆｗａｓｔｅｗａｔｅｒｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ，ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｃａｌｐｒｏｃｅｓｓ，ｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｔａｔｕｓ，ｅｔｃ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔ；ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌ；ＯＨＯ；ｅｎｅｒｇｙ⁃ｃｏｎｓｕｍｉｎｇｕｎｉｔ；ｐｒａｃｔｉｃａｌｐｒｏｊｅｃｔ结合．目前为止，针对焦化废水处理工程能耗的研究１引言（Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ）仍处于空白阶段，非常不利于了解焦化废水处理耗焦化废水作为钢铁行业的副产物，属于剧毒性能原因与整个行业的节能减排．有机废水，按１ｔ焦炭产生约０．６ｔ废水，２０１５年我本研究拟建立基于国内外实际焦化废水处理国焦化废水产量达２．９３亿吨，占全国废水总量的工程通式（预处理＋生物处理＋深度处理）下的不同１．３２％．其中，由于废水中高浓度的酚类、氰化物和硫耗能单元模型加权的总运行能耗模型，该模型能够氰化物等对生物反应的抑制作用，使焦化废水的处提供与水质、水量相关联，能反映当前工艺流程、设理比生活污水要困难很多，需要较长的水力停留时备水平、管理能力的废水处理能耗的响应数据．主要间降解难降解有机物（ＣｈａｋｒａｂｏｒｔｙａｎｄＶｅｅｒａｍａｎｉ，内容包括：（１）以ＯＨＯ流化床工艺为核心的实际焦２００６；韦朝海等，２００７；Ｋｉｍｅｔａｌ．，２００８），从而造成化废水处理工程为案例，根据耗能设备、处理目标了焦化废水的处理表现出高能耗和高费耗的现象．和单元功能不同将整个处理工程进行耗能单元系其中，以ＯＡＯ工艺为核心的武汉某焦化废水处理厂统分解，通过分析各单元系统耗能原理，用实际工－３处理焦化废水吨水费用高达约４３ＣＮＹ·ｍ（Ｗｕ程参数优化，得到各单元系统能耗估算模型；（２）将ｅｔａｌ．，２０１６），是以２００７年价格水平下我国污水处各个单元系统模型加权得出工程系统总运行能耗－３理费用１．０～２．０ＣＮＹ·ｍ的１０倍以上（於方等，模型，然后分别采用ＨＲＴ法和２４ｈ法模型对实际２０１１），是２００８年用传统活性污泥法处理生活污水工程运行数据计算能耗值与实际工程２４ｈ读表电并达到国际回用标准费用的５～８倍（Ｐｅａｒｃｅ，耗值比较评价模型预测的准确性，得到两种计算方２００８），表明废水处理工程运行中的能量消耗与水法下各单元系统的能耗值、能耗分布规律以及水量和水质相关（ＶｅｎｋａｔｅｓｈａｎｄＢｒａｔｔｅｂø，２０１１）．能耗质、水量对吨水电耗和能耗分布的影响．研究目标为在未来污水处理厂运行费用中所占的比重会越来单元系统和工程系统之间的耗能建立数学描述关越大，逐渐成为新建污水处理厂工艺选择的主要考系，有助于考察能耗构成及其对归一化的能耗指标虑因素．的贡献，为废水处理工程寻找节能降耗控制节点提水处理技术的发展由关注处理效率模式逐渐供依据．转向追求能效以实现节能减排（Ａｙｍｅｒｉｃｈｅｔａｌ．，２水质特性、工艺特点及研究方法（Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ２０１５；Ｐａｎｅｐｉｎｔｏｅｔａｌ．，２０１６；Ｓｉｎｇｈｅｔａｌ．，２０１２）．现ｏｆｗａｓｔｅｗａｔｅｒｑｕａｌｉｔｙ，ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｃａｌｐｒｏｃｅｓｓａｎｄ有的污、废水处理工程能耗研究主要有两种类型：ｒｅｓｅａｒｃｈｍｅｔｈｏｄｓ）其一是通过对大量的废水处理工程进行调研，得到实际读表数据，然后进行数据统计分析（Ｍｉｚｕｔａａｎｄ２．１水质特性Ｓｈｉｍａｄａ，２０１０；Ｔｒａｐｏｔｅｅｔａｌ．，２０１４；Ｓｏｄａｅｔａｌ．，焦化废水来源于炼焦过程，废水中含有丰富的２０１０；Ｗａｎｇｅｔａｌ．，２０１０；梁锐，２０１４）；其二是通过无机物和有机物，如氨氮、氰化物、硫氰化物、硫化统计现场安装设备的总装机功率，结合设备利用物和酚类化合物和苯类化合物、吡啶、咔唑、联苯、率，获得能耗估算值（Ｓｉｎｇｈｅｔａｌ．，２０１２；楼少华，三联苯等（韦朝海等，２０１１ａ；韦朝海，２０１２）．黄源凯２００４；蔚洋，２００９；李为，２０１０）．这两种类型虽然能等（２０１５）统计分析了国内外７４家焦化企业的焦化粗略得到能耗数据，但难以准确评估工艺各个部分废水水质，结果显示不同企业因原煤性质、碳化温的能耗水平，缺乏与废水水质、运行操作等因素的度、炼焦工艺选择的差异，使废水水质差别较大，n１０期范丹等：焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例３７１１ＣＯＤ、ＴＮ浓度分别在９４６～７２００、２３３～１４９９．５３２０１６）；Ｏ作为除碳和氨化单元，去除水中绝大部分１－１ｍｇ·Ｌ范围内波动，其余指标分布也不均匀，浓度相的有机污染物并且转化含氮化合物为氨分子；部分差数倍至１０倍；目前普遍认为，焦化废水ＢＯＤ／ＣＯＤ剩余难降解大分子有机物进入水解池Ｈ，通过水解均值约为０．３０，属可生化处理废水，但由于首段厌氧酸化作用提高残余有机污染物的可生化性，为Ｏ进２对焦化废水ＣＯＤ去除有限，而好氧能够去除废水中一步降解有机污染物创造条件；ＨＯ组合成一个高大部分有机物的性质（Ｌｉｅｔａｌ．，２００３；侯红娟等，效的生物脱氮单元，通过强制硝化反硝化，实现高２０１０；汤清泉，２０１４）决定了焦化废水处理过程的高效脱氮．工艺优点有：①运行模式多样化．根据原水耗能．水质和操作条件的不同，概括为氨化⁃反硝化⁃全程２．２工艺特点硝化，全程硝化⁃反硝化⁃全程硝化，短程硝化⁃反硝焦化废水处理普遍采用以生化处理为核心，物化⁃全程硝化，短程硝化⁃厌氧氨氧化⁃全程硝化等；化与生化处理相结合的工艺，关键在于生化处理工②节省占地面积．ＯＨＯ流化床工艺省去二沉池，在艺的不同．本课题组经过对焦化废水水质及处理工工程的前期投资、占地面积和运行费用上都比传统艺十余年的研究，提出ＯＨＯ流化床生物处理工艺的ＡＡＯ和ＯＡＯ工艺有优势．ＯＨＯ系统水量平衡如（韦朝海等，２０１１ｂ；张涛，２０１２；朱家亮等，２０１２；麦图１所示．系统水量大小会影响物质流和能量流，最礼杰等，２０１４）．该工艺的反应器核心是基于污泥原终影响处理能耗．位分离的内循环好氧生物三相流化床（丁逸宁等，图１ＯＨＯ系统水量平衡图Ｆｉｇ．１ＷａｔｅｒｓｙｓｔｅｍｂａｌａｎｃｅｄｉａｇｒａｍｏｆＯＨＯｐｒｏｃｅｓｓ２．３研究方法系统，基于污染物种类、性质及目标的不同而选择以当前国内外焦化废水处理工程通用模式为的工艺以及ＨＲＴ下，以耗电设备为依据对废水处理n３７１２环境科学学报３６卷工程能耗结构进行分解，将相同耗能单元合并归Ｑ；⑨对焦化污泥含水量取９９．２％，浓缩污泥含水ｗ５类，构成单元系统，通过分析耗能原因，用经验法、４量取９７．０％，因此经浓缩池后的污泥体积减少到当量法、理论分析法获得各单元能耗计算公式并对１５３－１其进行修正和简化，分别得到各单元系统能耗模Ｑｗ．式中，Ａ为系统外来水量（ｍ·ｄ）；Ｑｗ、Ｑｗ１、Ｑｗ２、型，进而加权得到整个工程系统综合能耗模型．利用Ｑｗ３、Ｑｗ４、Ｑｗ５分别为总湿污泥量、气浮池、Ｏ１、Ｈ、Ｏ２３－１实际ＯＨＯ流化床工艺为核心的工程工况参数和水池、后混凝池的湿污泥量（ｍ·ｄ）；Ｑｃ、Ｑｑ、Ｑｙ分别为质统计数据确定模型参数，进行实际读表电耗与模反冲洗水量、上清液水量、压滤机出水水量３－１型计算值校核，采用ＭｉｃｒｏｓｏｆｔＥｘｃｅｌ作为计算工具，（ｍ·ｄ）．输入相关参数及水质指标，最终可以获得对应条件３模型构建和参数确定（Ｍｏｄｅｌｂｕｉｌｄｉｎｇａｎｄ下各单元系统的能耗值、总能耗、吨水电耗等．ｐａｒａｍｅｔｅｒｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎ）模型及参数计算说明：①整个系统能耗除特殊曾有报道，污水处理工程的能耗组成可主要分说明外都指电耗；②假设两次取样间水质均匀（夏解为污水和污泥的提升和运输、生物处理供氧、反季）；③整个研究系统在相同排放标准下；④文中应池推动混合、污泥脱水、其它专用机械设备耗能、Ｍ、Ｃ为能耗系数，ｋ、Ｋ为ｉ＝１，２，…，常数；⑤实际ｉｉｉｉ附属建筑和厂区照明等不同的部分（Ｐｌａｐｐａｌｌｙａｎｄ停留时间算法（ＨＲＴ法）：根据废水在池中实际停留Ｌｉｅｎｈａｒｄ，２０１２）．根据实际焦化废水处理工程系统的时间计算能耗；⑥２４ｈ算法：以废水２４ｈ的停留中组成部分功能目标不同将整个工程分成气浮系时间计算能耗；⑦由于Ｏ、Ｈ、Ｏ池污泥龄长并不需１２统、废水输送、泥渣输送、鼓风曝气、混合、脱水、加要每天排泥，所以在连续运行的能耗计算中，不考药系统、公用系统共８个单元系统．具体分解如图２虑Ｑ、Ｑ、Ｑ；⑧由于带式压滤机运行过程中反冲ｗ２ｗ３ｗ４所示，并分别解析单元系统耗能计算模型．洗水量与处理湿污泥的比例接近１∶１，因此有Ｑ＋ｃＱ＋Ｑ≈１．２Ｑ，其中Ｑ＝Ｑ＋Ｑ＋Ｑ＋Ｑ＋ｑｙｗｗｗ１ｗ２ｗ３ｗ４图２焦化废水处理工程能耗模型示意图Ｆｉｇ．２Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌｉｎｔｈｅｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔ３．１气浮系统废水处理工程中除油常用的回流式压力溶气气浮焦化废水含有一定的油份，会对生物处理造成主要包括溶气、释气、分离、排渣单元操作．耗能因子影响，进入生物系统前需经气浮强化去油．目前焦化主要为：空压机、回流泵、搅拌机、刮渣机．气浮系统n１０期范丹等：焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例３７１３的耗电量与所选设备配用方式相关，气浮形式确定开，ｔ取２４，因此，废水输送系统的能耗模型可以用后，系统能耗主要取决于处理规模．因此，根据经验如下方程式计算得出：公式并简化参数得到气浮系统能耗估算模型为：Ｗ＝Ｋ·Ｑ·Ｈ＋Ｋ·Ｒ·Ｑ·Ｈ＋Ｋ·ｒ·Ｑ·Ｈｗ１２１２３２３３３Ｗｆ＝ｘ１·Ｑ１（１）（５）式中，Ｗｆ指气浮系统耗电量（ｋＷｈ）；ｘ１为气浮装置处式中，Ｗｗ为废水输送系统能耗（ｋＷｈ）；Ｑ２、Ｑ３分别为－３３－１理吨水的电耗（ｋＷｈ·ｍ），Ｑ１为原水水量（ｍ·ｄ）．调节池、二沉池水量；Ｋ１、Ｋ２、Ｋ３与Ｈ１、Ｈ２、Ｈ３分别为赵艳霞（２００８）研究了传统压力溶气气浮处理原水提升泵或综合废水提升泵、硝化液回流泵、污３－１２０００ｍ·ｄ造纸废水，其平均吨水耗电量为０．３ｋ３－１泥回流泵的安全系数（Ｋ＝，）和水头损失ｋＷｈ，徐晓然（２０１４）对２００００ｍ·ｄ规模珠海某水３６７η厂的气浮单元进行能耗分析，得到平均吨水耗电约（ｍ），Ｒ、ｒ分别为硝化液和污泥回流比．为０．２４ｋＷｈ．根据对本课题组实施的宝钢⁃韶钢一、三相流化床反应器具有良好的泥水分离效果，二期工程现场调研，统计分析电耗数据，针对处理与传统的混合床比较，其出水含污泥量低，使得整３－１量约为１５００ｍ·ｄ的焦化废水处理工程，ｘ１定为个工艺不需要二沉池，无需污泥回流，硝化液直接－３０．３２ｋＷｈ·ｍ．因此，方程（１）可以确定为：从二级好氧池出口泵进水解池．由于实际工程水泵Ｗ＝０．３２Ｑ（２）功率一般都超过５ｋＷ，因而ｋ取值为１．１５，η取值ｆ１３．２废水输送系统为０．５（牛住元等，２００９），因而，废水输送系统能耗废水输送是指废水的提升和运输，系统主要包模型优化为：－３括预处理过程的废水原水提升、硝化液回流、调节Ｗｗ＝６．２７×１０（Ｑ２·Ｈ１＋Ｒ·Ｑ７·Ｈ２）（６）３－１池到生物处理过程的综合废水输送等．由于回流污式中，Ｑ为二级好氧流化床的水量（ｍ·ｄ）．７泥含水量高达９９．５％～９９．９％，所以将污泥回流归为３．３曝气系统废水输送系统．该单元系统的能耗主要由泵耗产生，曝气系统是指采用风机为微生物提供氧，实现能耗估算可由泵能耗的计算得出，其计算式如下：好氧微生物对有机物和含氮化合物的去除和转化，ρ·ｇ·Ｑ·Ｈ过程中消耗的能量即曝气系统的能耗，决定于风机Ｗ＝ｋ·ｔ（３）ｐ８６４００η的风量．式中，η＝η·１η·２η３；Ｗｐ指泵耗电量（ｋＷｈ）；η、η１、η２、３．３．１理论需氧量考虑到出水的安全性，出水中η３分别为水泵总效率、运行效率、传动效率、电机效不能存在亚硝酸根，以亚硝酸根不存在作为假设，－３率；ρ为液体密度（ｇ·ｃｍ），通常取值为１；Ｑ为水泵根据好氧池去除有机污染物和氨氮为主的功能差３－１输水量（ｍ·ｄ）；ｋ为电动机安全系数，电动机功率异，可对现有焦化废水生化处理工艺中好氧段能量与安全系数关系见表１（赵岐华，２０１４）；Ｈ为水泵总需求分解为氨化碳氧化、亚硝化碳氧化、硝化碳氧－２水头损失（ｍ）；ｇ为重力加速度（Ｎ·ｍ），取值为化３种形式进行组合．其计算如下：９．８１；Ｎ为电机功率（Ｗ）；ｔ为工作时间（ｈ）．（１）氨化碳氧化Ｑ表１电动机安全系数Ｏ＝［ａ·Ｋ·Ｃ＋Ｃ］（７）ｓＣＯＤＣＯＤＤＯ２４０００Ｔａｂｌｅ１Ｅｌｅｃｔｒｉｃｍｏｔｏｒｓａｆｅｔｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ（２）亚硝化碳氧化电动机功率／ｋＷ＜０．５０．５～１．０１．０～２．０２．０～５．０＞５．０ＣＣ安全系数１．５１．４１．３１．２１．１５ＣＮＳＣＮＯ＝［ａ·Ｋ·Ｃ＋ｂ（１－Ｋ）×（Ｃ＋＋）ｓＣＯＤＣＯＤｄＮ１．８６４．１４ｋ、η由设备确定，且变动不大，可视为常数．因Ｑ＋（１＋Ｒ＋Ｒ）·Ｃ］（８）ｓｄＤＯ此，泵耗电量公式可以简化为：２４０００Ｗ＝Ｋ·Ｑ·Ｈ（４）（３）硝化碳氧化ｐ·ｋｔＣＣＮＣＳＣＮ式中，Ｋ为定为安全系数，Ｋ＝．Ｏ＝［ａ·Ｋ·Ｃ＋ｃ（１－Ｋ）×（Ｃ＋＋）＋ｓＣＯＤＣＯＤｄＮ８８０８η１．８６４．１４废水输送系统中常用泵根据功能分类有：提升Ｑ（１＋Ｒ＋Ｒ）·Ｃ］（９）ｓｄＤＯ泵、硝化液回流泵、污泥回流泵，在工程中需要常２４０００n３７１４环境科学学报３６卷ＴＮ气设备决定，通常为常数；ＨＲＴ为废水在池内的停ｏ式中，Ｋ为反硝化率，Ｋ＝（１－）×１００％；Ｑ为生ｄｄＴＮ留时间．ｉ３－１物系统水量（ｍ·ｄ）；ａ、ｂ、ｃ分别为氧化ＣＯＤ、氨氮ＯＨＯ实际工程中，Ｏ１和Ｏ２的功能分别为氨化到亚硝氮、氨氮到硝态氮的有关的耗氧系数，取值碳氧化与硝化碳氧化．其原因是Ｏ１池微生物优先降分别为１．２～１．５、３．４３、４．５７；Ｏ为好氧池理论需氧量解挥发酚、氰化物和硫氰化物等，而不发生硝化作ｓ－１用，且处理出水氰化物浓度低，硫氰化物的去除率（ｋｇ·ｈ）；Ｃ为生化处理水中ＣＯＤ的浓度ＣＯＤ（ｍｇ·Ｌ－１）；Ｃ为好氧池溶解氧浓度（ｍｇ·Ｌ－１）；Ｋ高（潘霞霞等，２００９；易欣怡等，２０１４）．经过水解池ＤＯＣＯＤ水解酸化，Ｏ池的入水氰化物和硫氰化物浓度较为ＣＯＤ去除率；Ｒ、Ｒ分别为活性污泥和硝化液回２ｓｄ－１流比；Ｃ，Ｃ，Ｃ分别为以脱氮为目的的好氧池中低，平均浓度值小于０．３ｍｇ·Ｌ．Ｖáｚｑｕｅｚ等（２００６）ＮＣＮＳＣＮ含氨氮、总氰化物、硫氰化物的量（ｍｇ·Ｌ－１）；ＴＮ，设计实验考察了焦化废水在好氧反应器中硫氰化ｉＴＮ分别为脱氮系统进、出水总氮浓度（ｍｇ·Ｌ－１）．物的降解，硫氰化物去除率达到９０％以上；Ｋｉｍ等ｏ根据式（７）～（９）可归纳总结出，影响焦化废水（２００８）在实验室缺氧好氧系统中处理焦化废水其生化处理过程中理论需氧量的因素为水量、好氧池自由氰、硫氰化物的去除率接近１００％．基于此，好氧ＣＯＤ去除量、好氧池氨氮及其贡献物的去除量、氨池理论需氧量计算模式为：Ｑ氮转化成氮氧化物的形式、硝化液回流比、污泥回６Ｏ＝［１．５Ｋ·Ｃ＋Ｃ］（１４）ｓ１ＣＯＤ１ＣＯＤ１ＤＯ１流比、溶解氧确定．２４０００３．３．２风机功率风机功率计算式为：Ｏｓ２＝［１．５ＫＣＯＤ２·ＣＣＯＤ２＋４．５７（１－Ｋｄ）·ＣＮ＋（１＋Ｒｄ）·Ｇ·ＰｔＱ７Ｎｂ＝ｋ··ｔ（１０）ＣＤＯ２］（１５）３６０η２４０００３－１式中，Ｎｂ为风机功率（Ｗ），Ｐｔ扬程（ｍ），ｋ为安全系式中，Ｑ６为一级好氧流化床的水量（ｍ·ｄ）．数，同表１，取１．１５．此外，国内污水处理厂供风设备一般选用罗茨３．３．３扬程扬程计算式为：鼓风机，其总效率约为０．６．两个好氧池平均氧利用Ｐ＝Ｐ＋Ｐ＋Ｐ＋Ｐ＋ΔＰ（１１）率定为２６％．因此上式可优化为：ｔｔ１ｔ２ｔ３ｔ４ｔ－３式中，Ｐｔ为扬程（ｍ）；Ｐｔ１供风管道沿程水头损失Ｗｂ＝７．３１×１０·Ｐｔ·（Ｏｓ１·ＨＲＴ１＋Ｏｓ２·ＨＲＴ２）（ｍ）；Ｐｔ２为供风管道局部水头损失，一般Ｐｔ１＋Ｐｔ２＝（１６）０．２ｍ；Ｐｔ３为曝气器空气释放点以上水静压，即曝气（２）２４ｈ算法器淹没水头；Ｐｔ４为曝气器水头损失，Ｐｔ４≤０．４～０．５Ｏｓ总Ｗ＝ｋ··Ｐ·ｔ／η（１７）ｂｔｍ，通常取值０．４ｍ；ΔＰｔ为富余水头，一般为０．３～０．５１００８Ｅｍ，取值０．４ｍ．式中，ｔ为时间，取值为２４，得到优化后的计算式为：３．３．４风机总供风量风机总供风量计算式为：Ｗ＝０．１７５５２Ｏ·Ｐ（１８）ｂｓ总ｔＯｓ总３．４加药系统Ｇ＝（１２）０．２８Ｅ焦化废水处理工程中主要用到的药剂包括气式中，Ｇ为标准状态（０．１ＭＰａ，２０℃）下风机总供风浮混凝池中的混凝剂、生物处理阶段的碱和磷盐、３－１－１量（ｍ·ｈ）；Ｏｓ总为生化处理总需氧量（ｋｇ·ｈ）；Ｅ后处理的混凝剂、污泥脱水药剂等．能耗主要指溶解为空气扩散装置的氧利用率；０．２８为标准状态下空药剂系统的搅拌动力和药剂输送加药泵的能耗（不－３气中的含氧量（ｋｇ·ｍ）．考虑进药的螺旋输送机和电磁阀）．溶解罐个数由药曝气系统的能耗模型分别按ＨＲＴ法和２４ｈ法剂种类确定，加药泵台数则根据接纳药剂反应池确计算，具体如下：定．因此，加药系统能耗模型为：（１）ＨＲＴ法：Ｗ＝ｋ·ｎ·Ｎ·ｔ＋ｋ·ｎ·Ｎ·ｔ（１９）ｃ１１ｐ２２ｊＯｓ１·ＨＲＴ１＋Ｏｓ２·ＨＲＴ２式中，Ｗｃ为加药系统能耗（ｋＷｈ）；Ｎｐ、Ｎｊ分别为加药Ｗ＝ｋ··Ｐ／ηｂｔ１００８Ｅ泵、搅拌机输出功率（Ｗ），ｎ、ｎ分别为药剂种数和１２（１３）接纳池个数．式中，Ｗｂ为曝气系统能耗（ｋＷｈ）；Ｅ由反应器和曝通常的加药泵需要２４ｈ工作，而药剂所需的溶n１０期范丹等：焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例３７１５解时间和１ｄ配药次数则由搅拌机的工作时间长短废水处理系统中，废水分别与无机、有机絮凝来决定，因此加药系统电耗估算模型与流量无关，剂药剂混合、再反应，约需１５ｍｉｎ，达到混凝反应的可视为常量，即Ｗｃ＝Ｃ１．效果，通常系统包括气浮混凝和后混凝，反应池搅实际工程中所需药剂种类为：阴离子聚丙烯酰拌机功率一般设为１．５ｋＷ，系统所用混合推动搅拌胺（ＡＰＡＭ）、阳离子聚丙烯酰胺（ＣＰＡＭ）、硫酸亚机为水平式．此外，为了保证缺氧池的缺氧环境以及铁、复合碱、磷盐、聚铁，所需加药泵６台．ＣＰＡＭ和调节池均质而不缺氧的环境，调节池所需的搅拌动－３磷盐每天配１次，其它药剂每天配药两次，高分子聚力要比缺氧池大，因而能量密度分别取８Ｗ·ｍ和合物ＰＡＭ溶解时间长，约２ｈ，其它约１０ｍｉｎ．即搅－３５Ｗ·ｍ．模型优化后的计算式为：拌机工作时间为７．１７ｈ·ｄ－１．废水处理工程中加药泵＝３．３３×１０－４２＋２．０８×１０－４Ｗ·Ｑ·ＨＲＴ·Ｑ·ｈ２２４的功率一般为０．７５ｋＷ，搅拌机功率为１．５ｋＷ，因而ＨＲＴ２＋１４４（２５）３对应的ｋ分别取１．４和１．３．Ｗ经过进一步参数计算ｃ（２）２４ｈ算法得出：ａ．混合推动池能耗Ｗ＝２０．３（２０）ｃｕ·Ｖ·ｔＷ＝（２６）３．５混合系统ｍ１０００该系统是指大型构筑物以及反应池中起混合ｂ．混合搅拌池能耗计算模式与上相同．（推动、搅拌）作用的搅拌机，包括调节池、厌氧或缺因此，混合系统能耗模型为：氧池中的推动以及混凝气浮池和后混凝池废水与Ｗ＝ｕ·Ｑ·ＨＲＴ＋ｕ·Ｑ·ＨＲＴ＋ｎ·Ｎ·ｔｈ２２２３４３３３药剂的混合．对于主要起混合推动作用的调节池和（２７）缺氧池，其耗电估算值通过能量密度经验公式获根据实际工程进行参数优化，得到的计算式为：得；对于主要起混合搅拌作用的药剂反应池，由于Ｗ＝０．００８Ｑ·ＨＲＴ＋０．００５Ｑ·ＨＲＴ＋１４４ｈ２２４３其停留时间短，其电耗估算值以池体个数和单台搅（２８）拌机功率核算获得．３．６污泥处理系统（１）ＨＲＴ法污泥作为废水处理后的副产品，产量大，处理ａ．混合推动池能耗费用高．焦化废水常规曝气条件下，剩余污泥排放量ｕ·Ｖ·ＨＲＴＷｍ＝（２１）占后处理水量的２．０％～３．０％，生物脱氮系统占１００００．５％～１．０％，絮凝沉淀产生的污泥占１．０％～６．０％式中：Ｗ为搅拌机能耗（ｋＷｈ）；ｕ为搅拌机能量密ｍ－３－３（中华人民共和国环境保护部科技标准司，２０１３），度（Ｗ·ｍ）；竖向搅拌器一般为１２～１６Ｗ·ｍ；水－３因此，污泥处理部分耗能也不容忽视．本研究中，污平向搅拌器一般为８Ｗ·ｍ；Ｖ有效容积Ｖ＝泥分为生物污泥和非生物污泥，且污泥处理系统包Ｑ·ＨＲＴ３（ｍ）．由于水处理工程中所有设备都处于２４括泥渣输送系统和污泥脱水系统．常开状态，因此搅拌机能耗为：３．６．１生物污泥量生物污泥主要指生物系统微ｕ·Ｑ·ＨＲＴ２生物增殖的剩余污泥．通常用污泥龄来计算每天产Ｗ＝（２２）ｈ生的污泥量（张辰和朱广汉，２００６）．其计算通式为：２４０００ｂ．混合搅拌池能耗Ｑ·Ｘ·ＨＲＴΔＸ＝（２９）ｓＷ＝ｎ·Ｎ·ｔ（２３）２４０００θｍ３３式中，ｎ３为药剂反应池个数，Ｎ３为药剂反应池中搅拌式中，ΔＸｓ为生物池中每天排除的总固体量－１机功率（ｋＷ）．（ｋｇＶＳＳ·ｄ），θ为污泥泥龄（ｄ），Ｘ为生物池混合－３综上，混合系统能耗模型：液污泥ＭＬＳＳ浓度（ｇＶＳＳ·ｍ）．２２Ｗｈ＝（ｕ２·Ｑ２·ＨＲＴ２）／２４＋（ｕ３·Ｑ４·ＨＲＴ３）／２４＋３．６．２非生物污泥量非生物污泥主要指预处理ｎ３·Ｎ３·ｔ（２４）阶段物化过程通过化学沉淀产生的污泥和前后混式中，Ｗｈ为混合系统能耗，ｕ２、ｕ３和ＨＲＴ２、ＨＲＴ３分别凝以及污泥处理外加药剂转化而成的化学污泥和为调节池、缺氧池中能量密度和水力停留时间，常惰性悬浮物两部分．化学污泥的产量与絮凝剂中的３－１量；Ｑ４为缺氧池废水流量（ｍ·ｄ）．金属含量成正比，非生物污泥量计算通式为（陈中n３７１６环境科学学报３６卷颖等，２００８；刘永等，２０１３）：因此计算得到非生物污泥产量为：－４－２Ｃ－ＣΔＸ′＝４．０×１０·Ｑ·ΔＳＳ＋２．６１×１０Ｑ＋３．４８×ｉｏ１１ΔＸ′＝Ｑ（１－ｆ·ｆ）＋∑Ｋ·Ｃ（３０）ｅｃｉｉ－２１０００１０Ｑ（３４）４－１式中，ΔＸ′为非生物污泥量（ｋｇ·ｄ），Ｃｉ为无机絮凝在实际工程运行中，生物段无需每天排泥，因剂用量（以Ｆｅ或Ａｌ计，铁盐污泥产率系数均值４．３５此湿污泥量可分为两种情况计算：－１（陈中颖等，２００８），ｋｇ·ｄ，Ｋｃｉ为化学污泥产率系生物段都排泥：－１３－１数（ｋｇ·ｋｇ（絮凝剂）），Ｑ为处理水量（ｍ·ｄ），ｆ为Ｑｗ＝ΔＸｓ＋ΔＸ（３５）二沉池出水ＳＳ中ＶＳＳ所占比例，取０．７５，ｆ为进水生物段都不排泥：ｅＶＳＳ中的可生化部分比例，取０．８（李春杰等，Ｑｗ＝ΔＸ′（３６）－１２００２），Ｃ，Ｃ为系统进出水ＳＳ（ｍｇ·Ｌ）．综上，本系统只考虑生物段不排泥时段运行总ｉｏ３．６．３湿污泥总量能耗模型．ΔＸ３．７泥渣输送系统Ｑ＝＝０．１２５ΔＸ＋０．１ΔＸ′（３１）ｗｓ(１－Ｐ)·１０００污泥输送是指污泥、油渣、浮渣的转移和运输３－１式中，Ｑｗ为湿污泥量（ｍ·ｄ），ΔＸ为干污泥量过程，该系统的动力消耗主要包括泵系统和泥渣转－１（ｋｇ·ｄ），ΔＸ＝ΔＸｓ＋ΔＸ′．移系统两部分，其中泵主要有污泥池到浓缩池、浓通常，在实际废水处理工程中，生物污泥含水缩池到压滤机的污泥泵以及生物池的排泥泵，泥渣率Ｐ取９９．２％，非生物污泥取９９％（管红亮等，转移部分包括隔油池刮渣机、油渣泵，混凝池刮渣２０１４；宋涛，２００３；樊华，２００７）．机及吸泥机等．（１）生物污泥量确定污泥泵能耗消耗原理与污水输送、提升过程的实际ＯＨＯ工艺的相关运行参数如表２所示，其水泵相似．而泥渣转移系统，根据工况和耗能因子得－３中污泥浓度为３０００～３５００ｇ·ｍ，取值３５００．到经验公式．实际工程中，泥渣系统工作时间短，功率小，通常设为常数．因此，泥渣输送系统能耗模型：表２生物系统各单元运行参数Ｔａｂｌｅ２Ｏｐｅｒａｔｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｂｉｏｌｏｇｉｃａｌｓｙｓｔｅｍｉｎｅａｃｈｒｅａｃｔｏｒ４Ｗ＝Ｋ·Ｑ·Ｈ＋Ｋ·Ｑ·Ｈ＋Ｋ·Ｑ·Ｈ＋ｓ４ｗ４５ｗ５６ｗ１６构筑物ＨＲＴ／ｈＳＲＴ／ｄ１５一级好氧流化床４０１０Ｋ７·Ｑｗ２·Ｈ７＋Ｋ８·Ｑｗ３·Ｈ８＋Ｃ３（３７）水解流化床２０３８式中，Ｗｓ为污泥输送系统能耗（ｋＷｈ）；Ｋ４、Ｋ５、Ｋ６、二级好氧流化床２３２１Ｋ、Ｋ和Ｈ、Ｈ、Ｈ、Ｈ、Ｈ分别为浓缩池泵、压滤机７８４５６７８泵，Ｏ、Ｈ、Ｏ池排泥泵的安全系数和水头损失，Ｃ为１２３根据计算得到生物污泥量：泥渣转移系统能耗值．ΔＸ＝０．０５８Ｑ＋０．００７７Ｑ＋０．０１３９Ｑ（３２）ｓ６４７实际过程中泥渣系统１ｄ运行两次，每次约１０（２）非生物污泥量确定ｍｉｎ，油渣输送泵功率为２．２ｋＷ，刮渣机、吸泥机的目前，国内焦化废水混凝过程的药剂一般都用行走功率为０．５５ｋＷ，吸泥泵功率为２．２ｋＷ，即Ｃ＝３聚合硫酸亚铁（ＰＦＳ）和聚丙烯酰胺（ＰＡＭ）．系统中１．５８３．浓缩池泵和压滤机泵功率都大于５．０ｋＷ，ｋ取金属絮凝剂主要来自于气浮和后混凝过程投加的１．３．模型经参数优化后为：混凝剂．混凝沉淀过程中影响药剂投加的水质因素Ｗ＝１．３Ｑ·Ｈ＋０．３４７Ｑ·Ｈ＋１．５８３（３８）ｓｗ４ｗ５主要为ＳＳ（王银川，２００５），而实际工程中进水ＳＳ浓３．８污泥脱水系统－１度相差并不大，ＣＯＤ进水为３０００～５０００ｍｇ·Ｌ时，污泥脱水设备主要有箱式压滤机、带式压滤机－１预处理亚铁投加浓度约３００ｍｇ·Ｌ（Ｙｕｅｔａｌ．，及离心脱水机，目前没有相应能耗计算公式．本研究－１２０１６；陈新丽，２００５），生物出水ＣＯＤ为２００ｍｇ·Ｌ采用经验系数的方法得到污泥脱水系统能耗模型，－１左右时，聚铁投加浓度约４００ｍｇ·Ｌ（潘碌亭和束玉计算式为：保，２００９）．通常聚铁混凝剂铁含量一般为２０％左右，４Ｗ＝ｘ·Ｑ（３９）配制浓度一般为１０％．因此，无机絮凝剂用量为：ｔ２１５ｗ－３－３Ｃ＝６．０×１０Ｑ＋８．０×１０Ｑ（３３）－３ｉ１５式中，ｘ为处理每吨湿污泥能耗值（ｋＷｈ·ｍ）．２３－１式中，Ｑ５为混凝沉淀池废水量（ｍ·ｄ）．通常由于带式压滤机管理控制相对简单，因此n１０期范丹等：焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例３７１７在国内焦化废水处理工程中被普遍应用．带式压滤４模型评价与工程验证（Ｍｏｄｅｌｅｖａｌｕａｔｉｏｎａｎｄ－３机吨湿污泥能耗值为０．８ｋＷｈ·ｍ（高廷耀等，ｐｒａｃｔｉｃａｌｐｒｏｊｅｃｔｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ）２００７），参数优化得到：为了检验上述模型的准确性和可靠性，以实际Ｗ＝０．２１３Ｑ（４０）ｔｗＯＨＯ流化床为核心工艺的焦化废水处理工程运行３．９公用系统中的水质、水量及相关参数进行工程总能耗模型的公用系统的能耗是指厂区正常运行和管理设评价，将计算结果与实际读表电耗进行比较．按表３施所消耗的能量，范围涉及化验室、办公室等附属估算该实际工程中固定的水头损失．在工程稳定运建筑，具体包括场地内的照明，办公楼的照明、冬季行阶段，固定在每天８点采集工程中水质、水量及工取暖、夏季乘凉等各种设施的耗能．公用系统能耗通－１艺参数（在硝化液３倍回流，Ｃ约３．０ｍｇ·Ｌ、ＣＤＯ１ＤＯ２常受厂区的管理水平、经济水平等影响，因此，该单－１约５．０ｍｇ·Ｌ条件下），连续操作１０ｄ，同时读取每元耗能使用相关系数方法获得，其计算式为：天的总电耗值；根据上述研究方法和确定参数后的Ｗ＝ｘ·Ｑ（４１）ｇ３１模型分别按ＨＲＴ法和２４ｈ计算法来计算出各天的式中，ｘ为公用系统的耗能系数，参照城镇污水处理３总能耗值；将三者进行比较，得到的结果如图３厂设计值，ｘ取０．００７（蔚洋，２００９；白天喜，２０１２）．因３所示．此，优化计算式得出：Ｗ＝０．００７Ｑ（４２）表３ＯＨＯ工程中各处的水头损失估算ｇ１Ｔａｂｌｅ３Ｈｅａｄｌｏｓｓｏｆｔｈｅｐｒｏｊｅｃｔｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｓｔａｇｅ３．１０总能耗模型提升硝化液回污泥输螺杆泵风机淹没焦化废水处理厂的总能耗为８个系统能耗项目泵Ｈ１流泵Ｈ２送泵Ｈ４Ｈ５水头Ｐｔ之和：静水压／ｍ５．５３．０６．５４．５６Ｗ＝Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＋Ｗ＝ｆ（Ｑ，Ｑ，ｆｗｂｃｈｓｔｇｉｗ管线长度／ｍ５０１１５２５５０３００Ｏｓ总）其中ｉ＝１，２，…，（４３）总水头损失／ｍ１９１７２０２５５０从式（４３）可以看出，焦化废水处理系统总运行能耗为废水量、污泥排放量、好氧池总需氧量的函数．其中总需氧量是由系统水量、好氧池ＣＯＤ去除量、好氧池氨氮及其贡献物的去除量、氨氮转化的氮氧化物形式、硝化液回流比、污泥回流比、溶解氧确定，水头损失和淹没水头则为固定值．因此模型优化为：Ｗ＝ｆ（Ｑ，Ｑ，ΔＳＳ，ΔＣＯＤ，ΔＣ，Ｒ，ＤＯ）其中ｉ＝１，２，ｉｗＮｄ４，６，７（４４）根据上式得出，影响焦化废水处理工程能耗的主要因素是水量、污泥量、水质、溶解氧、硝化液回流比．此外，易欣怡等（２０１４）指出焦化废水中氨氮占总氮比例较大，约为２７．７％，且废水同时存在大量的图３２４ｈ法和ＨＲＴ法能耗模型性能评价硫氰化物、氰化物等含氮无机化合物，它们在Ｏ池１Ｆｉｇ．３Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｍｏｄｅｌｕｓｉｎｇ中氨化，从而影响到氨氮、总氮去除率，影响水质达ＨＲＴａｌｇｏｒｉｔｈｍｓａｎｄ２４ｈａｌｇｏｒｉｔｈｍ标，进而影响到水处理能耗．因此，总结得出进水ＣＯＤ和总氮浓度是影响水处理工程能耗的关键水从图３中可以看出，经过１０次核算，ＨＲＴ法与质指标．上述推论结果与Ｐａｎｅｐｉｎｔｏｅｔａｌ．（２０１６）对意２４ｈ法得到的能耗值与实际２４ｈ读表能耗值均呈２大利污水处理厂能效分析考虑因素相似，也与黄源显著线性关系，Ｒ分别为０．９３和０．９７，模型验证结凯等（２０１５）对焦化废水污染指标进行相关性分析果显示相对误差分别为４．２８％～１９．１８％和３．４５％～得到的影响废水处理达标的水质指标主要是ＣＯＤ８．９４％，表明模型准确度较高．但是由于２４ｈ算法与类、ＴＮ和色度的结果相符．实际读表数据都只能反映全厂２４ｈ内的能量消耗值，并不能体现由于废水在反应池中不同的实际停n３７１８环境科学学报３６卷留时间；然而，实际水力停留时间直接反映系统中气、混合、脱水、加药以及公用的８个耗能单元系统，微生物对污染物的降解时间，为了有效去除废水中然后通过８个单元系统能耗加权计算求得工程系统的含氮化合物和有机化合物等（Ｌｉｅｔａｌ．，２００３），焦总运行能耗．化废水处理过程一般需要较长的水力停留时间，即２）焦化废水处理工程的运行能耗主要影响因２４ｈ并不能真实的反映废水在系统中的实际停留素为水量、污泥量、水质、溶解氧、硝化液回流比，而时间，不能反映不同工艺的能耗水平，因此，本研究水质因素可以归一化为进水ＣＯＤ和总氮浓度，据推荐使用ＨＲＴ法．此，可以用较少的参数快速核算已建、估算未建焦通过模型以ＨＲＴ法计算ＣＯＤ约为５０００化废水处理工程的能耗；在２４ｈ算法和ＨＲＴ法模－１－１ｍｇ·Ｌ，ＴＮ浓度约３００ｍｇ·Ｌ的焦化废水假设水质型法当中，推荐使用ＨＲＴ算法作为焦化废水处理工３－１条件下，预测水量变化（５０、１００、１５０、２００ｍ·ｈ）对程不同工艺能耗比较的统一衡量标准；通过单元系全厂各单元能耗比例的影响，结果如图４所示．结果统的能耗占比分析发现，工艺、设备与管理的耗能显示，相同水质条件下，焦化废水处理工程规模对权重明显下降，指明了节能的方向和控制点主要为全厂各单元能耗比例影响不大，在设定水质条件适合于水质特征的工艺，即优化的工艺是节能的－３下，吨水运行电耗５．５～６．５ｋＷ·ｈ·ｍ，曝气能耗约根本．占总能耗的５６％，泥渣输送和混合系统能耗比例均大于１０％，而加药、污泥脱水、公共系统能耗比例小责任作者简介：韦朝海（１９６２—），男，博士，教授，主要从事于１％；通过单元系统的能耗占比分析发现，工艺、水污染控制理论与技术的研究与应用开发工作．曾主持国家设备与管理的耗能权重明显下降；因此，可以通过与省部级科研项目３０余项，主持各类技术开发与服务项目５０余项，参加发表学术论文３５０余篇．对曝气系统、泥渣输送系统、混合系统等耗能占比大的系统进行深入研究，寻找能耗控制节点，可以参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）：有效节能．ＡｙｍｅｒｉｃｈＩ，ＲｉｅｇｅｒＬ，ＳｏｂｈａｎｉＲ，ｅｔａｌ．２０１５．Ｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎａｎｄｅｎｅｒｇｙｃｏｓｔ：Ｍｏｄｅｌｌｉｎｇｅｎｅｒｇｙｔａｒｉｆｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｆｏｒｗａｔｅｒｒｅｓｏｕｒｃｅｒｅｃｏｖｅｒｙｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ［Ｊ］．ＷａｔｅｒＲｅｓｅａｒｃｈ，８１：１１３⁃１２３白天喜．２０１２．城市污水处理厂的能耗研究与节能分析［Ｄ］．西安：长安大学．７⁃１３ＣｈａｋｒａｂｏｒｔｙＳ，ＶｅｅｒａｍａｎｉＨ．２００６．ＥｆｆｅｃｔｏｆＨＲＴａｎｄｒｅｃｙｃｌｅｒａｔｉｏｏｎｒｅｍｏｖａｌｏｆｃｙａｎｉｄｅ，ｐｈｅｎｏｌ，ｔｈｉｏｃｙａｎａｔｅａｎｄａｍｍｏｎｉａｉｎａｎａｎａｅｒｏｂｉｃ–ａｎｏｘｉｃ–ａｅｒｏｂｉｃｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｓｙｓｔｅｍ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｓｓＢｉｏｃｈｅｍｉｓｔｒｙ，４１（１）：９６⁃１０５陈新丽．２００５．混凝—气浮法处理焦化废水的试验研究［Ｄ］．武汉：武汉科技大学．２４⁃３７陈中颖，许振成，刘永，等．２００８．基于常规运行数据的污水处理厂污泥量核算方法［Ｊ］．中国给水排水，２４（２４）：８３⁃８６丁逸宁，韦朝海，吴海珍，等．２０１６．基于流体分离污泥的异质性：图４单元系统能耗在工程能耗中的比例及其受规模的影响微生物活性和群落结构［Ｊ］．环境科学学报，３６（２）：４９１⁃４９８Ｆｉｇ．４ＰｒｏｐｏｒｔｉｏｎｏｆＥｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎｕｎｉｔｓｙｓｔｅｍａｎｄｉｔｓ樊华．２００７．化学强化一级工艺用于城市污水处理的试验研究［Ｄ］．ｓｃａｌｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅ西安：西安建筑科技大学．３４⁃４６高廷耀，顾国维，周琪．２００７．水污染控制工程（上册）（第３版）５结论（Ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓ）［Ｍ］．北京：高等教育出版社．３７１⁃３９５管红亮，谷友新，郑自发，等．２０１４．卧式螺旋离心机在焦化废水污１）系统性地分析了以ＯＨＯ流化床为核心工艺泥浓缩处理中的应用［Ｊ］．燃料与化工，４５（６）：５６⁃５８的实际工程，得到了基于能耗设备、处理目标和单侯红娟，董晓丹，李恩超，等．２０１０．Ａ／Ａ／Ｏ工艺与Ａ／Ｏ工艺处理焦元功能分类下各单元系统的能耗模型和工程系统化废水的对比研究［Ａ］／／全国冶金节水与废水利用技术研讨会论文集．石家庄，河北，中国：中国金属学会．７５⁃７９总运行综合能耗模型，用实际读表数据和水质监测黄源凯，韦朝海，吴超飞，等．２０１５．焦化废水污染指标的相关性分数据验证了ＨＲＴ算法和２４ｈ算法的可靠性，将工析［Ｊ］．环境化学，３４（９）：１６６１⁃１６７０程系统分解为气浮、废水输送、泥渣输送、鼓风曝ＫｉｍＹＭ，ＰａｒｋＤ，ＪｅｏｎＣＯ，ｅｔａｌ．２００８．ＥｆｆｅｃｔｏｆＨＲＴｏｎｔｈｅn１０期范丹等：焦化废水处理工程运行能耗的单元解析模型———以ＯＨＯ流化床工艺为例３７１９ｂｉｏｌｏｇｉｃａｌｐｒｅ⁃ｄｅｎｉｔｒｉｆｉｃａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｆｏｒｔｈｅｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓｒｅｍｏｖａｌｏｆ（Ｓｐａｉｎ）［Ｊ］．ＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＳｙｓｔｅｍｓ，３１ｔｏｘｉｃｐｏｌｌｕｔａｎｔｓｆｒｏｍｃｏｋｅｓｗａｓｔｅｗａｔｅｒ［Ｊ］．ＢｉｏｒｅｓｏｕｒｃｅＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，（４）：３０４⁃３１０９９（１８）：８８２４⁃８８３２ＶáｚｑｕｅｚＩ，ＲｏｄｒíｇｕｅｚＪ，ＭａｒａñóｎＥ，ｅｔａｌ．２００６．Ｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓｒｅｍｏｖａｌ李春杰，朱南文，顾国维．２００２．ＳＭＳＢＲ处理焦化废水的污泥特性ｏｆｐｈｅｎｏｌ，ａｍｍｏｎｉｕｍａｎｄｔｈｉｏｃｙａｎａｔｅｆｒｏｍｃｏｋｅｗａｓｔｅｗａｔｅｒｂｙ［Ｊ］．中国给水排水，１８（２）：１８⁃２２ａｅｒｏｂｉｃｂｉｏｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｚａｒｄｏｕｓＭａｔｅｒｉａｌｓ，１３７李为．２０１０．城市污水处理工艺的能耗评价体系研究［Ｄ］．西安：西（３）：１７７３⁃１７８０安建筑科技大学．６⁃３８ＶｅｎｋａｔｅｓｈＧ，ＢｒａｔｔｅｂøＨ．２０１１．Ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎ，ｃｏｓｔｓａｎｄＬｉＹＭ，ＧｕＧＷ，ＺｈａｏＪＦ，ｅｔａｌ．２００３．Ｔｒｅａｔｍｅｎｔｏｆｃｏｋｅ⁃ｐｌａｎｔｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｉｍｐａｃｔｓｆｏｒｕｒｂａｎｗａｔｅｒｃｙｃｌｅｓｅｒｖｉｃｅｓ：ＣａｓｅｓｔｕｄｙｏｆｗａｓｔｅｗａｔｅｒｂｙｂｉｏｆｉｌｍｓｙｓｔｅｍｓｆｏｒｒｅｍｏｖａｌｏｆｏｒｇａｎｉｃｃｏｍｐｏｕｎｄｓａｎｄＯｓｌｏ（Ｎｏｒｗａｙ）［Ｊ］．Ｅｎｅｒｇｙ，３６（２）：７９２⁃８００ｎｉｔｒｏｇｅｎ［Ｊ］．Ｃｈｅｍｏｓｐｈｅｒｅ，５２（６）：９９７⁃１００５ＷａｎｇＪＷ，ＺｈａｎｇＴＺ，ＣｈｅｎＪＮ．２０１０．Ｏｐｅｒａｔｉｎｇｃｏｓｔｓｆｏｒｒｅｄｕｃｉｎｇ梁锐．２０１４．城市污水处理厂运行能耗影响因素研究［Ｄ］．北京：北ｔｏｔａｌｅｍｉｓｓｉｏｎｌｏａｄｓｏｆｋｅｙｐｏｌｌｕｔａｎｔｓｉｎｍｕｎｉｃｉｐａｌｗａｓｔｅｗａｔｅｒ京交通大学．１⁃７７ｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔｓｉｎＣｈｉｎａ［Ｊ］．ＷａｔｅｒＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，６２刘永，杜建伟，陈思莉，等．２０１３．复合铝铁絮凝剂对印染废水的预（５）：９９５⁃１００２处理研究［Ｊ］．工业水处理，３３（１２）：２５⁃２８王银川．２００５．ＣＥＰＴ工艺混凝剂投加量模型及污泥特性研究［Ｄ］．楼少华．２００４．城市污水处理能量模型研究［Ｄ］．重庆：重庆大学．武汉：武汉理工大学．２６⁃４１１⁃２１韦朝海，贺明和，任源，等．２００７．焦化废水污染特征及其控制过程麦礼杰，张涛，欧桦瑟，等．２０１４．底隙十字挡板对四边形流化床流与策略分析［Ｊ］．环境科学学报，２７（７）：１０８３⁃１０９３体力学性能优化数值模拟［Ｊ］．环境科学学报，３４（１１）：韦朝海，朱家亮，吴超飞，等．２０１１ａ．焦化行业废水水质变化影响因２７３９⁃２７４５素及污染控制［Ｊ］．化工进展，３０（１）：２２５⁃２３２ＭｉｚｕｔａＫ，ＳｈｉｍａｄａＭ．２０１０．Ｂｅｎｃｈｍａｒｋｉｎｇｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎ韦朝海，黄会静，任源，等．２０１１ｂ．印染废水处理工程的新型生物流ｍｕｎｉｃｉｐａｌｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔｓｉｎＪａｐａｎ［Ｊ］．ＷａｔｅｒＳｃｉｅｎｃｅ化床组合工艺技术分析［Ｊ］．环境科学，３２（４）：１０４８⁃１０５４ａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，６２（１０）：２２５６⁃２２６２韦朝海．２０１２．煤化工中焦化废水的污染、控制原理与技术应用［Ｊ］．牛住元，张雅君，王文海．２００９．污水处理厂污水提升节能措施研究环境化学，３１（１０）：１４６５⁃１４７２［Ｊ］．给水排水，３５（５）：１５５⁃１５８蔚洋．２００９．河南省城镇污水处理厂能耗现状调查分析［Ｄ］．郑州：潘碌亭，束玉保．２００９．聚合氯化铝铁絮凝剂的制备及其在焦化废水郑州大学．１⁃５４深度处理中的应用［Ｊ］．环境污染与防治，３１（９）：２７⁃２９；６７ＷｕＸＨ，ＹａｎｇＹ，ＷｕＧＭ，ｅｔａｌ．２０１６．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆ潘霞霞，李媛媛，黄会静，等．２００９．焦化废水中硫氰化物的生物降ａｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｂｉｏｌｏｇｉｃａｌｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓｂｙａｃｔｉｖａｔｅｄｓｌｕｄｇｅ解及其与苯酚、氨氮的交互影响［Ｊ］．化工学报，６０（１２）：ｍｏｄｅｌｓ（ＡＳＭ）［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＭａｎａｇｅｍｅｎｔ，１６５：３０８９⁃３０９６２３５⁃２４２ＰａｎｅｐｉｎｔｏＤ，ＦｉｏｒｅＳ，ＺａｐｐｏｎｅＭ，ｅｔａｌ．２０１６．Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｎｅｒｇｙ徐晓然．２０１４．新型气浮—沉淀工艺经济性研究［Ｄ］．广州：华南理ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙｏｆａｌａｒｇｅｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔｉｎＩｔａｌｙ［Ｊ］．Ａｐｐｌｉｅｄ工大学．５８⁃６９Ｅｎｅｒｇｙ，１６１：４０４⁃４１１易欣怡，韦朝海，吴超飞，等．２０１４．Ｏ／Ｈ／Ｏ生物工艺中焦化废水含ＰｅａｒｃｅＧＫ．２００８．ＵＦ／ＭＦｐｒｅ⁃ｔｒｅａｔｍｅｎｔｔｏＲＯｉｎｓｅａｗａｔｅｒａｎｄ氮化合物的识别与转化［Ｊ］．环境科学学报，３４（９）：２１９０⁃２１９８ｗａｓｔｅｗａｔｅｒｒｅｕｓｅａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ：ａｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｅｎｅｒｇｙｃｏｓｔｓ［Ｊ］．於方，牛坤玉，曹东，等．２０１１．基于成本核算的城镇污水处理收费Ｄｅｓａｌｉｎａｔｉｏｎ，２２２（１／３）：６６⁃７３标准设计研究［Ｊ］．中国环境科学，３１（９）：１５７８⁃１５８４ＰｌａｐｐａｌｌｙＡＫ，ＬｉｅｎｈａｒｄＶＪＨ．２０１２．ＥｎｅｒｇｙｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｆｏｒｗａｔｅｒＹｕＸＢ，ＸｕＲＨ，ＷｅｉＣＨ，ｅｔａｌ．２０１６．Ｒｅｍｏｖａｌｏｆｃｙａｎｉｄｅｃｏｍｐｏｕｎｄｓｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，ｔｒｅａｔｍｅｎｔ，ｅｎｄｕｓｅ，ｒｅｃｌａｍａｔｉｏｎ，ａｎｄｄｉｓｐｏｓａｌ［Ｊ］．ｆｒｏｍｃｏｋｉｎｇｗａｓｔｅｗａｔｅｒｂｙｆｅｒｒｏｕｓｓｕｌｆａｔｅ：ＩｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｏｆＲｅｎｅｗａｂｌｅａｎｄＳｕｓｔａｉｎａｂｌｅＥｎｅｒｇｙＲｅｖｉｅｗｓ，１６（７）：４８１８⁃４８４８ｂｉｏｄｅｇｒａｄａｂｉｌｉｔｙ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＨａｚａｒｄｏｕｓＭａｔｅｒｉａｌｓ，３０２：４６８⁃４７４ＳｉｎｇｈＰ，Ｃａｒｌｉｅｌｌ⁃ＭａｒｑｕｅｔＣ，ＫａｎｓａｌＡ．２０１２．Ｅｎｅｒｇｙｐａｔｔｅｒｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆ张辰，朱广汉．２００６．新版《室外排水设计规范》介绍［Ｊ］．给水排水，ａｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔ［Ｊ］．ＡｐｐｌｉｅｄＷａｔｅｒＳｃｉｅｎｃｅ，２（３）：３２（６）：１⁃５２２１⁃２２６张涛．２０１２．内循环流化床反应器流动传质特性的计算流体力学模ＳｏｄａＳ，ＩｗａｉＹ，ＳｅｉＫ，ｅｔａｌ．２０１０．Ｍｏｄｅｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｅｎｅｒｇｙ拟研究［Ｄ］．广州：华南理工大学．１⁃７３ｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎａｎｄｇｒｅｅｎｈｏｕｓｅｇａｓｅｍｉｓｓｉｏｎｓｏｆｓｅｗａｇｅｓｌｕｄｇｅ赵艳霞．２００８．竖流气浮装置处理造纸废水的试验研究［Ｄ］．哈尔ｔｒｅａｔｍｅｎｔｓｙｓｔｅｍｓｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓｅｓａｎｄｓｃａｌｅｓ［Ｊ］．Ｗａｔｅｒ滨：哈尔滨工业大学．５４⁃５７ＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，６１（２）：３６５⁃３７３赵岐华．２０１４．关于水泵、风机配用电机功率的计算［Ｊ］．建筑与预宋涛．２００３．化学强化一级工艺处理污水的机理及其污泥特性研究算，（９）：４４⁃４６［Ｄ］．武汉：武汉理工大学．１３⁃５０中华人民共和国环境保护部科技标准司．２０１３．ＨＪ２０２２⁃２０１２焦化废汤清泉．２０１４．ＡＡＯ与ＯＡＯ工艺处理焦化废水的对比研究［Ｄ］．上水治理工程技术规范［Ｓ］．北京：中国环境科学出版社海：同济大学．５０⁃５２朱家亮，张涛，韦朝海．２０１２．基于结构参数响应的内循环流化床流ＴｒａｐｏｔｅＡ，ＡｌｂａｌａｄｅｊｏＡ，ＳｉｍóｎＰ．２０１４．Ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎａｎ体特性优化数值模拟［Ｊ］．环境科学学报，３２（１１）：２７３２⁃２７４０ｕｒｂａｎｗａｓｔｅｗａｔｅｒｔｒｅａｔｍｅｎｔｐｌａｎｔ：ｔｈｅｃａｓｅｏｆＭｕｒｃｉａＲｅｇｉｏｎ